圖 1 斷裂軋輥的宏觀形貌
分享：熱連軋高鉻鐵軋輥斷裂原因
軋輥是使金屬產生塑性變形的一種生產工具，在實際生產使用中，軋輥處于一種復雜的應力狀態下，如軋輥與軋件接觸加熱、軋輥水冷卻引起的周期性熱應力，軋制載荷引起的接觸應力、剪切應力及殘余應力等[1]。軋輥的失效模式有剝落、斷裂、輥面損傷等。軋輥斷裂是軋輥最嚴重的一種失效形式，軋輥斷裂不但會造成軋輥與軋材損失，還會影響設備和人身安全，事故處理時間長，影響軋機的作業效率。
某熱軋廠精軋機組F1工作輥為離心復合澆鑄后經熱處理的高鉻鑄鐵軋輥，其主要分外層、中間層和輥芯3個部分，其中外層材料為高鉻鑄鐵，中間層和輥芯材料均為球墨鑄鐵。該軋輥在技改生產調試時，輥身距軋機操作側710 mm處發生斷裂。筆者采用一系列理化檢驗方法對該軋輥的斷裂原因進行分析，以避免該類問題再次發生。
1. 理化檢驗
1.1 宏觀觀察
斷裂軋輥的宏觀形貌如圖1所示。由圖1可知：軋輥從輥身處橫向斷裂為兩部分，斷口較平齊，斷裂面均與軸線垂直、較平整，無明顯塑性變形，外表面呈塊狀或大塊片狀剝落，剝落處沿輥身軸向呈深藍色，可見較深的網狀龜裂紋，斷面已生銹，呈黃褐色，軋輥疲勞源區有少許臺階和褶皺，裂紋擴展區呈扁平的貝殼狀疲勞條紋線，瞬斷區域較大，說明軸斷裂前受載荷較大。初步判斷該軋輥斷裂方式均為疲勞斷裂，斷裂源位于軋輥外緣。
1.2 化學成分分析
分別在斷裂軋輥的外層、中間層和心部取樣，對試樣進行化學成分分析，結果如表1所示。由表1可知：斷裂軋輥的外層、中間層、心部的化學成分均符合YB/T 4336—2013《冶金用高鉻鑄鐵軋輥技術條件》的要求。
Table 1. 斷裂軋輥的外層、中間層和心部化學成分分析結果
| 項目 | 質量分數 | ||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| C | Si | Mn | P | S | Cr | Mo | Ni | V | |
| 外層實測值 | 2.81 | 0.55 | 0.91 | 0.034 | 0.012 | 18.00 | 1.01 | 1.10 | 0.23 |
| 外層標準值 | 2.4~2.8 | 0.3~1.0 | 0.6~1.5 | ≤0.1 | ≤0.05 | 15~19 | 0.6~1.8 | 1.0~1.4 | 0.2~0.5 |
| 中間層實測值 | 1.57 | 2.25 | 0.60 | 0.037 | 0.010 | 0.16 | 0.06 | 0.11 | - |
| 中間層標準值 | 1.3~1.7 | 1.8~2.5 | 0.4~0.7 | ≤0.08 | ≤0.03 | ≤0.2 | ≤0.2 | - | - |
| 心部實測值 | 3.35 | 2.76 | 0.20 | 0.064 | 0.012 | 0.08 | 0.02 | 0.05 | 0.02 |
| 心部標準值 | 2.5~3.5 | 1.4~3.0 | 0.4~1.2 | ≤0.1 | ≤0.03 | ≤1.0 | ≤0.2 | - | - |
1.3 力學性能測試
在斷裂軋輥上取樣，對試樣進行力學性能測試，結果如表2所示。由表2可知：該軋輥的力學性能符合標準YB/T 4336—2013的要求。
Table 2. 斷裂軋輥的力學性能測試結果
| 項目 | 抗拉強度/MPa | 硬度/HSD |
|---|---|---|
| 實測值 | 370 | 83，82，83，83，85，82，84，85，84，84，84，85，83，85，83，83，85，83，83，84 |
| 標準值 | 350~600 | 75~81 |
1.4 金相檢驗
在軋輥斷口表面龜裂處截取金相試樣，將金相試樣進行鑲嵌、磨制、拋光和腐蝕處理，并置于光學顯微鏡下觀察，結果如圖2所示。由圖2可知：軋輥心部、中間層的顯微組織分別為珠光體+鐵素體+球墨、珠光體+碳化物；軋輥表面試樣的碳化物含量增多，存在粗大龜裂紋，試樣截面內裂紋粗大，且垂直表面向內擴展，顯微組織中存在較多針狀馬氏體，板片狀碳化物較多；外層顯微組織為回火索氏體+回火馬氏體+馬氏體+碳化物。
圖 2 斷裂軋輥的顯微組織形貌
1.5 掃描電鏡（SEM）及能譜分析
用掃描電鏡觀察金相試樣，結果如圖3所示。由圖3可知：裂紋沿板片狀碳化物與基體交界處擴展，未觀察到異常夾雜物。
圖 3 金相試樣的SEM形貌
斷裂軋輥斷口的SEM形貌如圖4所示。由圖4可知：軋輥從表面起裂，裂紋源區可見明顯的網狀龜裂紋和大塊狀、片狀剝落，斷口可見疲勞輝紋；瞬斷區斷口可見河流花樣，呈解理脆性斷裂特征；輥身的工作層內可見比較發達的柱狀晶，呈離心澆鑄特征；從表面向內，柱狀晶區可見大小不等、形狀無規則的自由晶面，最大區域尺寸為226 μm×163 μm（長度×寬度）；整個斷口未見異常夾雜物，斷口呈典型的疲勞斷裂特征。對自由晶面進行能譜分析，得到其主要成分為氧元素和鐵元素。
圖 4 斷裂軋輥斷口的SEM形貌
軋輥表面龜裂處SEM形貌如圖5所示。由圖5可知：軋輥表面龜裂紋均呈網狀分布，裂紋較深處存在嚴重氧化，且晶界熔化，呈過熱特征。
圖 5 軋輥表面龜裂處SEM形貌
1.6 X射線衍射（XRD）分析
在軋輥表面龜裂嚴重處和正常處截取試樣，采用X射線衍射儀的Cu靶對試樣進行不穩定相殘余奧氏體測定，結果如圖6所示。由圖6可知：軋輥表面龜裂嚴重處和正常處的殘余奧氏體含量相當，質量分數均不大于5%。
圖 6 軋輥表面龜裂嚴重處和正常處XRD分析結果
2. 綜合分析
導致軋輥斷裂[2-5]的應力有4種，分別為制造過程中的殘余應力，軋制過程中的機械應力，軋制過程中軋輥的組織應力，以及軋輥內外溫差造成的熱應力。殘余應力過大引起的斷裂通常發生在新輥上機使用的前幾次，而該軋輥已經歷下機磨輥，因此可排除殘余應力引起的斷裂。軋機調試生產低碳鋼時，軋制力不會過大，由機械應力產生斷裂時先損壞的是傳動端輥頸，從實際軋制和斷裂情況來看，不是機械應力造成輥身斷裂。XRD分析結果顯示，高鉻鑄鐵軋輥的輥身工作層中無亞穩定組織殘余奧氏體，可排除組織應力引起的輥身工作層剝落和軋輥斷裂。軋輥離心鑄造過程中的疏松、縮孔等缺陷在工作層呈自由晶面特征，兩支軋輥中的自由晶面尺寸很小，可以排除鑄造缺陷造成的軋輥斷裂。
因此，軋輥斷裂的原因為軋制過程中軋輥內外溫差產生了熱應力。縱向熱應力Δσ的計算方法如式（1）所示。
|
Δ |
(1) |
式中：E為彈性模量；μ為泊松比；α為線膨脹系數；Δq為軋輥表面和心部之間的溫差。
經過試驗測定，高鉻鑄鐵材料的E為21.8×104 MPa，μ為0.35，α為12.5×10−6 ℃-1。
該軋輥斷裂發生在熱連軋廠技改調試生產期間，操作工接到指令后，精軋機組立即停車并關閉軋機冷卻水。由于軋輥與軋材的緊密接觸，其表面溫度迅速上升，而軋輥心部的溫度上升速率較慢，這時軋輥表面和軋輥心部之間出現巨大溫差，表層龜裂較嚴重的試樣存在針狀馬氏體，說明軋輥表面局部存在過熱現象。軋輥表面和心部之間的溫差應為80 ℃，根據式（1）計算縱向熱應力，值為335 MPa，此時軋輥表面網狀龜裂紋及剝落處產生應力集中，促進了表面龜裂紋擴展[6-8]，當熱應力超過了軋輥心部的強度極限時，軋輥發生斷裂。該軋輥斷裂方式為疲勞斷裂，裂紋源位于軋輥外緣，軋輥表面裂紋源區存在明顯的網狀龜裂紋和大塊狀、片狀剝落，較深處發生嚴重氧化和晶界熔化，呈過熱特征，軋輥表面試樣存在的粗大龜裂紋垂直表面向內擴展，顯微組織中存在較多的針狀馬氏體+板片狀碳化物，進一步促進了裂紋擴展。
3. 結論與建議
生產調試的軋機緊急停車并關閉軋機冷卻水，軋輥外層表面與心部之間產生巨大溫差，形成較大的熱應力，熱應力超過了軋輥心部的強度極限，最終導致軋輥斷裂。
建議正常生產時采用合理的軋輥冷卻方式，根據軋輥表面狀況及時磨削，提高軋輥的周轉效率，降低成本。在生產調試過程中，如果頻繁發生停軋，必須及時檢查軋輥表面是否有燙傷等缺陷，確認表面無傷后才可以安排繼續生產。提高軋輥離心鑄造的質量，避免產生疏松、縮孔、夾雜等缺陷。
文章來源——材料與測試網
下一篇：已經是最后一篇了
上一篇：分享：某汽車發動機連桿斷裂原因
浙公網安備 33042402000106號
